超大型FPSO遠(yuǎn)洋拖航安全關(guān)鍵技術(shù)研究

徐田甜

(中海石油(中國)有限公司天津分公司 天津 300459)

超大型浮式生產(chǎn)儲卸油裝置(FPSO)從建造地到總裝地或油田須跨洋遠(yuǎn)距離運(yùn)輸，濕拖是FPSO遠(yuǎn)洋運(yùn)輸?shù)闹饕绞健PSO拖航途中須經(jīng)受惡劣環(huán)境的考驗，遠(yuǎn)洋拖航工況通常是FPSO結(jié)構(gòu)物設(shè)計的控制性工況。FPSO拖航及保險費(fèi)用高昂，故其拖航性能及工程設(shè)計應(yīng)確保安全、經(jīng)濟(jì)[1]。

近年來，F(xiàn)PSO拖航事故時有發(fā)生[2]。如主拖纜破斷導(dǎo)致FPSO長時間失控；海水泵急停導(dǎo)致FPSO全船失電；掣鏈器的拖航綁扎失效導(dǎo)致掣鏈器撞擊船體，造成掣鏈器受損；或因FPSO吃水太淺、拖力點(diǎn)布置不合理、主拖纜長度偏短等導(dǎo)致拖航偏蕩嚴(yán)重，拖船拖帶困難而未能按合同工期完成拖航等[3]。為此，一些石油公司制訂了《海上浮式裝置拖航總則》[4]等企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)，對拖航所涉事項提出了更明確的要求。

本文以一艘西非FPSO(以下簡稱FPSO E)遠(yuǎn)洋拖航為例，基于石油公司對遠(yuǎn)洋拖航關(guān)鍵技術(shù)的具體要求，詳細(xì)論述遠(yuǎn)洋拖航中的拖航阻力及航向穩(wěn)定性、拖船隊和拖曳設(shè)備選型、拖航強(qiáng)度分析等工程設(shè)計關(guān)鍵問題，以期為FPSO遠(yuǎn)洋拖航提供參考。

1 FPSO、拖航航線概況及環(huán)境條件

1.1 FPSO概況

FPSO E滿載排水量49.92萬t，總體設(shè)計借鑒了作業(yè)于同一油田的母型船F(xiàn)PSO A的經(jīng)驗，主要技術(shù)參數(shù)見表1[5-6]。FPSO E擬服役的油田位于西非幾內(nèi)亞灣，環(huán)境條件溫和，百年一遇有義波高3.6 m，F(xiàn)PSO E與母型船均采用多點(diǎn)系泊系統(tǒng)和簡易折角線型船體。FPSO E與母型船相比，增加4座上部模塊，故將船長加長20 m；為滿足載重設(shè)計要求，型深增大3.0 m，滿載吃水增大2.96 m，將FPSO E設(shè)計為最小干舷船型；加長平行中體，提高首、尾線型肥大度以增大方形系數(shù)，盡量控制船體主尺度，提高經(jīng)濟(jì)性。

表1 FPSO E與FPSO A主要技術(shù)參數(shù)[5-6]Table 1 Main parameters of FPSO E and FPSO A

FPSO E與母型船相比，船體更為肥大，上部模塊受風(fēng)面積更大，舷外附屬設(shè)施更多，拖航航向穩(wěn)定性和耐波性能問題突出，故對濕拖工程設(shè)計提出了更高要求。

1.2 拖航航線概況

FPSO E和FPSO A的遠(yuǎn)洋拖航航線均為：韓國-中國東海-中國臺灣島以東-中國南海-巽他海峽-毛里求斯-馬達(dá)加斯加島以東-南非好望角-西非幾內(nèi)亞灣[5-6]。FPSO A為完工后拖航直達(dá)油田，3艘拖船從船首吊拖110 d，拖力點(diǎn)安全工作載荷1 962 kN；在南非近海因海況惡劣，造成船體吃水過淺，舷外海水提升泵頭暴露出水，導(dǎo)致泵急停和FPSO A失電、公用設(shè)施全部停運(yùn)[2]。

FPSO E船體、12座上部模塊、管廊模塊、火炬塔、立管導(dǎo)管和登船梯塔等在韓國船廠建造、安裝；6座上部模塊、立管廊、舷外保護(hù)架等在西非當(dāng)?shù)貒瑥S建造、安裝[6]。FPSO船體出塢后在碼頭系泊17個月；FPSO遠(yuǎn)洋拖航11 156 n mile至目的港口，在碼頭系泊7個月，完成總裝后，近海拖航280 n mile到達(dá)油田。

1.3 拖航設(shè)計環(huán)境條件

FPSO E根據(jù)GL ND《海上拖航指南》要求和航線環(huán)境條件，確定遠(yuǎn)洋拖航設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)環(huán)境條件見表2[7]。良好海況下，設(shè)計航速應(yīng)不小于6 kn；惡劣海況下，在風(fēng)、浪、流同向時，拖船隊總拖力應(yīng)能控制FPSO頂風(fēng)、浪、流滯航。

表2 FPSO E遠(yuǎn)洋拖航設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)環(huán)境條件[7]Table 2 Standard environmental conditions for FPSO E ocean towing design

2 FPSO拖航阻力及航向穩(wěn)定性分析

FPSO拖航偏蕩和首搖運(yùn)動是造成航速下降的主因，也是主拖纜磨損、破斷的重要誘因。FPSO拖航為保持航向穩(wěn)定性，減輕船首受海浪砰擊，應(yīng)優(yōu)選拖帶端，合理設(shè)計吃水和縱傾。

FPSO E的方形系數(shù)為0.964，因船尾機(jī)艙布置空間要求造成尾部線型收縮劇烈，在拖航時產(chǎn)生尾部紊流，舷外附屬設(shè)施也會產(chǎn)生紊流，使拖航偏蕩造成拖航阻力增加。采用IMO MSC/Circ.884、GL ND等《海上拖航指南》經(jīng)驗公式法計算拖航阻力時均有局限性和誤差，難以準(zhǔn)確計算拖航阻力[8]。

《FPSO總體設(shè)計總則》要求：FPSO首端定義為火炬塔或系泊單點(diǎn)所在端；FPSO在位工況迎向主控波浪來向的端部也應(yīng)定義為首端[9]。在確定拖帶端前，將FPSO E船體兩端(尾端FR.0肋位和首端FR.330肋位)均定義為首端來開展船體結(jié)構(gòu)設(shè)計。采用風(fēng)洞模型試驗方法測得FPSO縱向、橫向水上風(fēng)阻力載荷參數(shù)。采用水池模型試驗方法優(yōu)選FPSO遠(yuǎn)洋拖帶端和吃水、縱傾參數(shù)，測得水下阻力載荷參數(shù)，計算FPSO拖航總阻力和所需拖船隊最小系柱拖力TPR(Towline Pull Required)。

2.1 FPSO水上風(fēng)阻力風(fēng)洞試驗

FPSO E上部模塊受風(fēng)時各模塊之間存在顯著的空氣動力干擾，即遮蔽效應(yīng)影響[10]。遮蔽效應(yīng)會降低作用在下風(fēng)處構(gòu)件上的風(fēng)壓，使上部模塊整體受風(fēng)載荷值降低。風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ蛶缀慰s尺比為1∶225，對上部模塊、管廊模塊、生活模塊、火炬塔和舷外附屬設(shè)施等均進(jìn)行了近似模擬(圖1)，保證空氣流動相似[11]。風(fēng)洞試驗采用常溫常壓拘束模測試方法，模擬海上大氣平均風(fēng)速剖面，風(fēng)剖面特征符合ISO 19901-1-2015《石油和天然氣工業(yè)-海上建筑物的特殊要求.第1部分:海洋氣象設(shè)計和作業(yè)要求》，試驗工況對應(yīng)海面以上10 m高處的平均風(fēng)速為16.0 m/s和50.0 m/s。

圖1 FPSO E風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ虵ig .1 FPSO E wind tunnel test model

根據(jù)OCIMF指南，風(fēng)阻力計算公式為[12]

(1)

(2)

式(1)、(2)中：Fxw、Fyw分別為縱向、橫向風(fēng)阻力，kN；Cxw和Cyw分別為縱向、橫向風(fēng)阻力系數(shù)，基于風(fēng)洞試驗數(shù)據(jù)及拖曳水池試驗測得的FPSO首搖角取值；FPSO船首斜迎±30°向風(fēng)時，Cxw的最大值為1.573；FPSO舷側(cè)面迎±90°向橫風(fēng)時，Cyw的最大值為1.283；ρw為空氣密度，取1.205 kg/m3；Ax、Ay分別為FPSO船首吃水線以上正面和側(cè)面受風(fēng)面積，m2；Vw為風(fēng)速，m/s；Vtg為FPSO對地航速，m/s。

2.2 FPSO拖曳水池試驗

FPSO E拖曳水池試驗?zāi)Ｐ?圖2)的幾何縮尺比為1∶60。試驗前調(diào)試模型重心和慣量，滿足與實船的相似要求[13]。第一階段試驗?zāi)康氖窃u估拖航航向穩(wěn)定性和水下阻力性能，優(yōu)選FPSO遠(yuǎn)洋拖帶端。

圖2 FPSO E拖曳試驗?zāi)Ｐ虵ig .2 FPSO E towing test model

增大主拖纜長度能降低因FPSO拖航偏蕩和首搖引起的主拖纜動態(tài)張力極值[13]。第一階段遠(yuǎn)洋拖航拖曳試驗?zāi)M2艘拖船平行吊拖FPSO E首端或尾端，拖纜長1 260 m，2艘拖船橫向間距為80 m。拖帶首端工況A僅在FPSO首、尾端的壓載艙裝載壓載水，是FPSO總包方的首推方案；該方案FPSO縱傾值為3.25 m，約為1%的船體水線長，滿足GL ND《海上拖航指南》要求。工況B維持與工況A相同的平均吃水，將FPSO縱傾值加大為4.25 m，以評估更大縱傾對拖帶的影響。拖帶尾端工況C與拖帶首端工況A保持相同的平均吃水，因考慮避免FPSO尾部舷外海水提升泵頭暴露出水，將尾端吃水適當(dāng)增大，縱傾值約為2.0 m，仍滿足GL ND《海上拖航指南》要求。得到第一階段試驗結(jié)果見表3。

表3 FPSO E遠(yuǎn)洋拖航拖曳試驗結(jié)果(第一階段)Table 3 FPSO E ocean towing test result(Phase 1)

FPSO在波浪中拖航與在靜水中拖航不同，除了一階波浪力、二階平均波浪力作用于FPSO之外，波浪對FPSO尾部邊界層的分離有影響，進(jìn)而改變偏蕩運(yùn)動[13]。由第一階段試驗結(jié)果(表3)，得到如下結(jié)論：

1) 靜水中啟拖FPSO時運(yùn)動不穩(wěn)定，受尾部紊流影響造成偏蕩和首搖運(yùn)動幅值較大；FPSO在良好海況拖航與在靜水中拖航相比，偏蕩和首搖運(yùn)動更穩(wěn)定且幅值明顯減小；這是由于二階平均波浪力和拖纜之間形成了穩(wěn)定的回復(fù)力矩，減小了FPSO偏蕩和首搖運(yùn)動，航向穩(wěn)定性更好[13]；

2) 靜水中拖航采取了設(shè)置船體初始橫傾角、增大縱傾值及在船尾底部加裝4條1.5 m高的尾鰭(圖3)等措施，均未明顯改善航向穩(wěn)定性。應(yīng)用STAR CCM+ CFD流體仿真軟件模擬分析船尾流場，也驗證了加裝尾鰭并未改善船尾紊流場[14]；

圖3 船尾底部加裝尾鰭方案Fig .3 Stern adding bottom keels plan

3) 良好海況，拖帶首端或尾端的航向穩(wěn)定性均較好，從首端拖帶(工況A)比從尾端拖帶(工況C)的水下阻力減小約19.2%，因此拖航時應(yīng)首選從首端拖帶；工況A、B均為首端拖帶且吃水相同的情況下，工況B較工況A 的水下阻力增加主要是因為縱傾值的加大；

4) 惡劣海況，首端拖帶時，譜峰周期Tp為8.66 s的波浪造成的水下阻力最大。

基于第一階段試驗結(jié)果推薦遠(yuǎn)洋拖航方案為2艘拖船從FPSO首端拖帶，拖船系柱拖力BP為1 962 kN；FPSO首吃水Tf為5.555 m，尾吃水Ta為8.804 m。拖航公司認(rèn)為此方案的FPSO首吃水小于2%的船體水線長，首吃水太淺，要求從FPSO首端拖帶且首吃水不小于2%的船體水線長，確定航向穩(wěn)定性最佳的方案。基于此要求，第二階段試驗設(shè)計了5種FPSO首吃水和縱傾方案，即首吃水分別取6.5、7.0、7.5 m，縱傾分別取2.0、3.0 m，試驗結(jié)果見表4。

表4 FPSO E遠(yuǎn)洋拖航拖曳試驗結(jié)果(第二階段)Table 4 FPSO E ocean towing test result(Phase 2)

基于遠(yuǎn)洋拖航第二階段拖曳試驗結(jié)果，得到如下結(jié)論：

1) FPSO首吃水Tf為6.5 m，尾吃水Ta為8.5 m時的水下阻力最小；

2) 良好海況，F(xiàn)PSO首搖角為-4°～2°；試驗中對FPSO模型進(jìn)行外部干擾使首搖角達(dá)到10°后，首搖角仍能逐漸減小至原范圍，驗證了航向穩(wěn)定性，故Tf為6.5 m，Ta為8.5 m被確定為遠(yuǎn)洋拖航的吃水實施方案，該方案遠(yuǎn)洋拖航和幾內(nèi)亞灣近海拖航試驗的詳細(xì)結(jié)果見表5。

表5 FPSO E拖曳試驗結(jié)果(拖航實施方案)Table 5 FPSO E towing test result(Towing operation plan)

FPSO建造完工后近海拖航工況不加載壓載水，首吃水Tf為6.819 m，尾吃水Ta為9.848 m；良好海況的近海拖航阻力比遠(yuǎn)洋拖航阻力增大約32%，航向穩(wěn)定性顯著變差；惡劣海況，拖航失速的近海拖航阻力與遠(yuǎn)洋拖航相比變化不大。

3 拖船隊和拖曳設(shè)備選型

基于拖曳試驗結(jié)果，確定遠(yuǎn)洋和近海拖船隊招標(biāo)技術(shù)要求，即遠(yuǎn)洋拖航動員3艘拖船，拖船的系柱拖力BP應(yīng)不小于1 864 kN；近海拖航動員3艘拖船，拖船的系柱拖力BP為1 471 kN。實際參與投標(biāo)的遠(yuǎn)洋拖船系柱拖力BP范圍為1 894～2 090 kN。FPSO船首、尾端分別設(shè)6個(圖4)和2個拖力點(diǎn)，拖力點(diǎn)設(shè)計安全工作載荷SWL為2 207 kN，滿足所有參與投標(biāo)拖船拖帶要求。

圖4 FPSO E船首拖力點(diǎn)布置Fig .4 FPSO E bow towing points arrangement

遠(yuǎn)洋正常拖航時，2艘主拖船吊拖FPSO船首的3號和4號拖力點(diǎn)，守護(hù)拖船伴航；守護(hù)拖船在某一主拖船故障時從FPSO船首的1號、2號、5號或6號拖力點(diǎn)應(yīng)急拖帶；惡劣海況須應(yīng)急穩(wěn)船時，守護(hù)拖船可從FPSO船尾的7號或8號拖力點(diǎn)拖帶。

遠(yuǎn)洋拖航選定的拖船系柱拖力BP為2 011 kN。根據(jù)GL ND《海上拖航指南》要求，對主要拖曳設(shè)備的技術(shù)選型設(shè)計結(jié)果見表6[7]。

表6 FPSO E遠(yuǎn)洋拖航拖曳設(shè)備技術(shù)選型結(jié)果[7]Table 6 FPSO E ocean towing equipment selected result

4 FPSO拖航工況強(qiáng)度計算

4.1 FPSO總縱強(qiáng)度計算

遠(yuǎn)洋拖航航線十年一遇最大有義波高為12 m，位于南非好望角近海海域?；驹O(shè)計初定如遭遇有義波高達(dá)12 m的海況時，須增加FPSO壓載水量，使吃水增大為12.74 m，大于4%的船體水線長，此即為拖航自存工況。應(yīng)用DNV SESAM軟件分析的FPSO拖航自存工況船體最大波浪垂向彎矩超過了按BV-NR467規(guī)范公式計算值(1.23×107kN·m)的1.7%[15]。詳細(xì)設(shè)計為使船體波浪垂向彎矩低于按BV-NR467規(guī)范公式計算值，將拖航自存工況的FPSO吃水減小為12.00 m。船體波浪載荷見表7，最大波浪垂向彎矩位于FR.175肋位處。

表7 FPSO E拖航工況船體波浪載荷Table 7 FPSO E hull wave loads of towing condition

FPSO拖航自存工況總縱強(qiáng)度分析結(jié)果為主甲板(FR.160-FR.175)最大等效應(yīng)力為224.3 MPa，小于許用應(yīng)力289.6 MPa；船體FR.175肋位處最大垂向和水平向變形分別為524 mm和59 mm，滿足《FPSO船體結(jié)構(gòu)設(shè)計總則》對船體剛度的要求[16]。此外，在FR.163至FR.165肋位之間主甲板上安裝2套長基應(yīng)變儀(Long base strain gauge)，監(jiān)測記錄拖航工況主甲板應(yīng)變，以評估船體結(jié)構(gòu)疲勞[17]。

4.2 拖力點(diǎn)強(qiáng)度計算

FPSO E拖力點(diǎn)處船體結(jié)構(gòu)分析采用PATRAN/NASTRAN軟件分別建立了船首(FR.300-FR.330肋位)、船尾艙段(FR.0-FR.15肋位)的有限元模型，拖力點(diǎn)處結(jié)構(gòu)有限元網(wǎng)格尺寸為100 mm×100 mm，應(yīng)力熱點(diǎn)區(qū)有限元細(xì)網(wǎng)格尺寸為2t×2t(t為構(gòu)件厚度，mm)，拖力點(diǎn)處模擬了SMIT拖力眼板、導(dǎo)纜器和主甲板邊圍板。導(dǎo)纜器處拖帶載荷方向按BV-NR467規(guī)范要求[15]，分別取±Y向和向下30°，見圖5。BV-NR467規(guī)范要求：拖力點(diǎn)處船體結(jié)構(gòu)設(shè)計的拖帶載荷取為1.3倍的拖力眼板安全工作載荷，即2 870 kN[15]?！禙PSO船體結(jié)構(gòu)設(shè)計總則》要求：拖纜破斷工況拖力點(diǎn)處的拖帶載荷取2.2倍的拖力眼板安全工作載荷并取1.1的冗余系數(shù)，即5 341 kN。

圖5 FPSO E第1號拖力點(diǎn)處船體結(jié)構(gòu)有限元模型Fig .5 Hull FEA model of FPSO E No. 1 towing point

拖力點(diǎn)處船體結(jié)構(gòu)(材質(zhì)EH36)強(qiáng)度分析結(jié)果表明：結(jié)構(gòu)最大等效應(yīng)力為383 MPa，小于許用應(yīng)力390.5 MPa，滿足BV-NR445規(guī)范要求[18]。第2、3號拖力點(diǎn)同時受拖帶載荷時，主甲板邊圍板(材質(zhì)EH36，高400 mm)與導(dǎo)纜器連接處最大等效應(yīng)力為179.5 MPa，小于許用應(yīng)力196 MPa，滿足BV-NR445規(guī)范要求[18]。基于應(yīng)力分析結(jié)果(圖6)，甲板邊圍板最小設(shè)計厚度為48 mm。

圖6 第2、3號拖力點(diǎn)處船體結(jié)構(gòu)等效應(yīng)力(正常拖航)Fig .6 Equivalent stress of No.2,3 towing points and hull(Normal towing)

4.3 船首結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計算

4.3.1耐波性水池試驗

FPSO E拖航自存工況的首吃水小于4%的船體水線長，應(yīng)對船首結(jié)構(gòu)進(jìn)行海浪砰擊加強(qiáng)設(shè)計[15]。耐波性水池試驗的目的是測得海浪砰擊船底和船頭的壓強(qiáng)，試驗?zāi)Ｐ蛶缀慰s尺比為1∶60。為評估波浪周期對船首海浪砰擊的影響，分別模擬了譜峰周期Tp為12.5、19.0 s的波浪。在船底和船頭設(shè)置了4個海浪砰擊壓強(qiáng)測量點(diǎn)(圖7)。試驗測得的海浪砰擊壓強(qiáng)見表8。

圖7 FPSO E船首海浪砰擊壓強(qiáng)測量點(diǎn)布置Fig .7 Impacts arrangement of FPSO E bow wave slamming pressure

表8 FPSO E耐波性水池試驗海浪砰擊壓強(qiáng)測試結(jié)果Table 8 Results of wave slamming pressure in FPSO E seakeeping tank test

將耐波性水池試驗海浪砰擊壓強(qiáng)測試結(jié)果與BV-NR445規(guī)范[18]要求進(jìn)行對比，結(jié)果表明：

1) 船頭和船底在頂浪工況受到的砰擊最嚴(yán)重，船首斜底面在斜迎浪工況受到砰擊最嚴(yán)重；

2) 船底A點(diǎn)受最大砰擊壓強(qiáng)高于BV規(guī)范對FR.285肋位之前船底要求的設(shè)計砰擊壓強(qiáng)pBI(146.4 kPa)，應(yīng)按試驗結(jié)果校核船底強(qiáng)度[19]；

3) 船首斜底面B點(diǎn)受最大砰擊壓強(qiáng)低于BV規(guī)范對船首斜底面要求的設(shè)計砰擊壓強(qiáng)pFI(670.48 kPa)，仍按BV規(guī)范校核船首斜底面強(qiáng)度；

4) 船頭D點(diǎn)受最大砰擊壓強(qiáng)高于BV規(guī)范對船頭要求的設(shè)計砰擊壓強(qiáng)pFI(375.76 kPa)約48%，應(yīng)按試驗結(jié)果校核船頭強(qiáng)度；

5) 斜迎浪工況時，海浪砰擊船頭最大高度可達(dá)距船底基線28.31 m高處，此高度在FPSO滿載吃水線之上2.5 m，須按此試驗結(jié)果額外加強(qiáng)并校核船頭強(qiáng)度，確保船頭結(jié)構(gòu)不發(fā)生塑性變形[20]。

4.3.2船首海浪砰擊強(qiáng)度

為保證船頭強(qiáng)度，在距船底基線高度15.3 m平臺甲板以上增設(shè)5道T1 800×300×25×25型垂直桁材作為船頭板架強(qiáng)力支撐構(gòu)件。根據(jù)斜迎浪工況的船頭砰擊試驗結(jié)果，為提高船頭板格的抗屈曲性能，將T型桁材與船頭封板、各平臺甲板之間的焊縫均設(shè)計為背面氣刨深熔焊，增強(qiáng)T型桁材和船頭板格的邊界剛度。

船首海浪砰擊強(qiáng)度分析采用PATRAN/NASTRAN軟件建立船首艙段(FR.215-FR.330肋位)有限元模型，有限元網(wǎng)格縱向尺寸為833 mm，橫向、垂向尺寸為1倍骨材間距。分析結(jié)果表明：FR.300肋位船底橫肋板(材質(zhì)B)最大等效應(yīng)力為80.5 MPa，小于許用應(yīng)力225.9 MPa；船頭T型桁材(材質(zhì)AH32)最大等效應(yīng)力為218.0 MPa，小于許用應(yīng)力289.6 MPa(圖8)，均滿足BV-NR445規(guī)范要求[18]。

圖8 FPSO E船頭T型垂直桁材等效應(yīng)力Fig .8 Equivalent stress of FPSO E bow vertical T girder

4.4 掣鏈器拖航綁扎設(shè)計

船首掣鏈器(圖9)布置在距首端0.2倍船長范圍內(nèi)，其拖航綁扎基座設(shè)計汲取某FPSO濕拖時掣鏈器綁扎件斷裂導(dǎo)致掣鏈器損壞教訓(xùn)，改進(jìn)掣鏈器綁扎緊固形式，為掣鏈器設(shè)上、下兩處綁扎基座，綁扎緊固件采用長銷桿和雙M56螺母防松設(shè)計(圖10)。耐波性試驗測得拖航自存工況，船首掣鏈器處縱向、橫向和垂向最大加速度分別為0.12g、0.41g和0.47g。掣鏈器受到的縱向、橫向和垂向載荷分別為826、1 487、139 kN。掣鏈器和船體綁扎基座結(jié)構(gòu)應(yīng)用ANSYS軟件進(jìn)行有限元分析，所有結(jié)構(gòu)(材質(zhì)EH36)的最大等效應(yīng)力小于許用應(yīng)力234.3 MPa，滿足BV-NR445、NR493規(guī)范要求。

圖9 FPSO E船首掣鏈器(綁扎狀態(tài))Fig .9 Bow chain fairlead(sea-fastening condition)of FPSO E

圖10 掣鏈器和船體綁扎基座Fig .10 Chain fairlead and hull sea-fastening foundation

5 FPSO遠(yuǎn)洋拖航實施情況

遠(yuǎn)洋拖航工期是拖航合同的關(guān)鍵約束要求。拖航公司制訂的FPSO E遠(yuǎn)洋拖航實施計劃見表9；遠(yuǎn)洋拖船拖航作業(yè)自持力為45 d，途中須進(jìn)港補(bǔ)給燃油2次；考慮惡劣海況和臺風(fēng)影響，取10 d的工期冗余，遠(yuǎn)洋拖航合同約定工期為90 d。

表9 FPSO E遠(yuǎn)洋拖航實施計劃Table 9 FPSO E ocean towing operation plan

FPSO E遠(yuǎn)洋拖航前受到臺風(fēng)影響而推遲5天，于10月31日出港，拖航途中在中國東海、南海和印度洋受到臺風(fēng)和惡劣海況影響，使韓國-毛里求斯航段的實際平均航速僅約為4.5 kn。為使FPSO趕在進(jìn)港作業(yè)窗口期前到達(dá)目的港口，石油公司要求拖船隊在路易港完成補(bǔ)給后，開始3艘拖船聯(lián)合拖帶FPSO以提高航速。最終，F(xiàn)PSO E比合同約定工期提前5天到達(dá)目的港口，所有FPSO和拖船隊人員、設(shè)施安全，說明了本文遠(yuǎn)洋拖航實施方案的可靠性。

6 結(jié)論及建議

FPSO E船體設(shè)計為超肥大簡易折角線型。基于風(fēng)洞和水池模型試驗取得的數(shù)據(jù)計算的遠(yuǎn)洋拖航最大總阻力比按GL ND《海上拖航指南》公式計算的阻力大約15.6%，此阻力計算方法為拖船隊和拖曳設(shè)備選型、招標(biāo)和工程設(shè)計提供了可靠依據(jù)。確定FPSO遠(yuǎn)洋拖航自存工況的吃水時，應(yīng)優(yōu)先保證船體最大波浪垂向彎矩不超過按BV-NR467規(guī)范公式計算值，有利于FPSO總縱強(qiáng)度設(shè)計。基于耐波性水池試驗結(jié)果，確定了超出BV船級社規(guī)范的FPSO船首抗砰擊設(shè)計要求，對船首結(jié)構(gòu)做了特別加強(qiáng)；確定了掣鏈器處的運(yùn)動參數(shù)，改進(jìn)了掣鏈器拖航綁扎設(shè)計。最終如期順利實施了FPSO E的遠(yuǎn)洋拖航?；诒疚难芯砍晒麑PSO遠(yuǎn)洋拖航工程設(shè)計提出了如下建議：

1) 開展風(fēng)洞和水池模型試驗研究對保證遠(yuǎn)洋拖航安全、經(jīng)濟(jì)是必要的。應(yīng)研究分析遠(yuǎn)洋拖航航線的關(guān)鍵海域環(huán)境條件，確定合理的拖航設(shè)計環(huán)境參數(shù)。FPSO遠(yuǎn)洋拖航自存工況是主船體總縱強(qiáng)度和上部模塊結(jié)構(gòu)設(shè)計的控制性工況，應(yīng)確定合理的拖航自存工況浮態(tài)，以開展水池模型試驗、水動力分析和結(jié)構(gòu)設(shè)計。

2) FPSO遠(yuǎn)洋拖航浮態(tài)應(yīng)具有合理的船首吃水和縱傾。拖航航向穩(wěn)定性和首搖角是確定遠(yuǎn)洋拖航方案的重要衡準(zhǔn)指標(biāo)，應(yīng)在拖曳水池試驗中盡可能準(zhǔn)確模擬主拖纜長度和拖力點(diǎn)位置，提高試驗結(jié)果的可靠性。

3) FPSO船首、尾應(yīng)按船級社規(guī)范和GL ND《海上拖航指南》要求布置足夠數(shù)量的拖力點(diǎn)，使遠(yuǎn)洋拖航方案具有靈活性，并兼顧近海和港口航道內(nèi)各種拖帶作業(yè)的要求。拖力點(diǎn)安全工作載荷和船體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度應(yīng)有足夠安全冗余，以便于在設(shè)計、建造階段同步開展遠(yuǎn)洋和近海拖船隊的招標(biāo)。

4) 具有特殊線型的FPSO船首受海浪砰擊壓強(qiáng)可能超過按船級社規(guī)范公式的計算值，應(yīng)在耐波性水池試驗中測量關(guān)鍵結(jié)構(gòu)處的海浪砰擊壓強(qiáng)，校核結(jié)構(gòu)設(shè)計；應(yīng)特別注意船首水下掣鏈器拖航綁扎可靠性。

5) 拖航公司應(yīng)在FPSO設(shè)計階段參與拖力點(diǎn)設(shè)計審查，提前發(fā)現(xiàn)設(shè)計缺陷和隱患。